Содержание к диссертации
Введение
Глава 1. Состояние проблемы и постановка задачи исследования 12
1.1. Анализ возможностей повышения эффективности обработки материалов при шлифовании с увеличением скорости резания 12
1.2. Анализ влияния скорости вращения круга на изменение силы резания при плоском шлифовании 17
1.3. Анализ влияния износа абразивных кругов при шлифовании на изменение силы резания и динамику процесса 21
1.4. Влияние скорости резания при шлифовании на состояние металла поверхностного слоя и точность обработки 26
1.5. Анализ автоматизированных систем при плоском шлифовании 34
1.6. Проблемы виброустойчивости шпиндельных узлов шлифовальных станков 36
1.7. Динамические характеристики упругой системы шлифовальных станков и их анализ 41
Выводы 52
Глава 2. Расчет основных параметров шлифования 54
2.1. Математическая модель процесса плоского шлифования. Определение сил резания 54
2.2. Расчет глубины прижогового слоя при плоском шлифовании 63
Выводы 69
2.3. Автоматизированная система расчета условий плоского шлифования 70
2.4. Экспериментальное исследование влияния технологических факторов на выходные параметры при шлифовании 73
2.4.1. Силы резания при шлифовании 73
2.4.2. Износ и удельный расход эльборовых кругов 80
Выводы 90
Глава 3. Расчет динамических характеристик шпиндельных узлов плоскошлифовальных станков. консервативная модель 92
3.1. Анализ шпиндельных узлов плоскошлифовальных станков. Выбор и обоснование расчетной модели шпиндельного узла 92
3.2. Метод анализа динамических моделей шпиндельных узлов 97
3.3. Построение матрицы квазиупругих коэффициентов 101
3.4. Построение матрицы инерционных коэффициентов 107
3.5. Учет нелинейной податливости опор 109
Выводы 114
Глава 4. Исследование динамических процессов в шпиндельных устройствах плоскошлифовальных станков с учетом неконсервативных сил 116
4.1. Неконсервативные силы. Общие положения 116
4.2. Определение линеаризованной диссипативной матрицы и ее использование в построении амплитудно-частотных характеристик плоскошлифовальных станков 120
4.3. Приведение диссипативных сил к нормальным координатам 125
4.4. Методы динамического анализа упругой системы с демпфированием в нормальных координатах 128
4.5. Расчет амплитудно-фазовых частотных характеристик шпиндельных узлов 134
4.6. Алгоритм динамического расчета шпиндельных узлов плоскошлифовальных станков 138
Выводы 143
Глава 5. Расчет области устойчивости процесса шлифования с учетом динамических характеристик шпиндельных узлов, технологических параметров процесса обработки и требований по точности и качеству изделия 145
5.1. Методика расчета области устойчивости 145
5.2. Алгоритм расчета области устойчивости 148
5.3. Технологическое обоснование повышения эффективности процесса плоского шлифования 155
Выводы 164
Основные выводы 166
Литература 168
Приложения 186
- Влияние скорости резания при шлифовании на состояние металла поверхностного слоя и точность обработки
- Метод анализа динамических моделей шпиндельных узлов
- Методы динамического анализа упругой системы с демпфированием в нормальных координатах
- Технологическое обоснование повышения эффективности процесса плоского шлифования
Введение к работе
Актуальность темы. Среди проблем, стоящих в настоящее время перед отечественной машиностроительной промышленностью, одной из основных является проблема повышения рентабельности производств.
Шлифование, как метод обработки заготовок деталей машин, широко применяется на всех промышленных предприятиях, начиная с заготовительных и заканчивая финишными операциями. Доля шлифования в механообрабатыва-ющем производстве с каждым годом возрастает, что требует совершенствования процесса и его технологии. Однако, по сравнению с лезвийной обработкой, шлифование представляет собой весьма сложный процесс.
Широкое распространение шлифования как метода окончательной обработки заготовок деталей машин, а также заточки металлорежущего инструмента, требует соответствующего повышения эффективности и качества этого процесса. Под эффективностью процесса шлифования мы понимаем повышение производительности, уменьшение расхода абразивных кругов и повышение точности обработки.
Диссертация посвящена разработке теории и методов повышения эффективности технологии шлифования заготовок деталей машин на основе увеличения скорости резания и анализа влияния динамических факторов.
Одним из наиболее перспективных направлений повышения эффективности операций шлифования и расширения его технологических возможностей является изменение скорости резания, задаваемой частотой вращения круга. Широкое внедрение высокоскоростного шлифования в производство сдерживается, главным образом, недостаточной изученностью технологии этого процесса и отсутствием обоснованных технологических рекомендаций по способу его ведения, выбору режимов резания, характеристики инструмента и разработки рациональных рабочих циклов шлифования. Следовательно, необходима постановка и решение задачи определения рациональной скорости резания в зависимости от конкретных условий шлифования.
Решить данную задачу можно на основе глубокого анализа физико-механических теплофизических и динамических условий, сопровождающих процесс шлифования, на основе достоверного математического моделирования этого процесса и его выходных характеристик, а также путем применения современных методов оптимизации процесса шлифования. Это позволит получить мощный резерв повышения эффективности обработки заготовок деталей машин и может послужить базой для дальнейшего развития процесса шлифования, определение направлений по совершенствованию технологии абразивной обработки, в разработке систем управления процессом шлифования и т.п. Из изложенного следует, что разработка теории и методов повышения эффективности процесса шлифования с учетом получения требуемого качества изделия представляет собой актуальную проблему.
РОС НАЦИОНАЛЬНА! I
3 мыкотем I
Цель работы. Повышение эффективности процесса плоского шлифования сталей и сплавов на основе оценки и расчетов кинематических и динамических характеристик и обеспечения устойчивости обработки.
Для достижения поставленной цели в работе решались следующие основные задачи:
определение основных динамических характеристик плоскошлифовальных станков;
исследование динамических процессов в шпиндельных узлах плоско шлифовальных станков;
разработка автоматизированной системы расчета динамических характеристик шпиндельных узлов плоскошлифовальных станков;
разработка методики и алгоритма расчета области устойчивости при шлифовании.
Методы исследования. Работа выполнена на основе использования фундаментальных положений теоретической механики, динамики технологических систем, теории резания и технологии машиностроения с применением методов компьютерного моделирования.
Научная новизна работы заключается в комплексном теоретико-аналитическом определении динамических характеристик плоскошлифовальных станков. Для решения этих задач:
разработана, на основе современных представлений, обобщенная динамическая модель шпиндельного узла плоско шлифовальных станков, в качестве базы для выполнения комплекса исследований;
создана оригинальная методика определения основных динамических характеристик шпиндельных узлов плоско шлифовальных станков с уточненным учетом диссипативных сил;
разработана автоматизированная система расчета динамических характеристик шпиндельных узлов плоскошлифовальных станков;
- предложена методика и алгоритм расчета области устойчивого шлифования.
Практическая значимость работы.
Предложена эффективная методика определения характеристик подшипников, применяемых в шпиндельных узлах плоско шлифовальных станков в качестве основы построения динамической модели узлов.
Предложена методика расчета амплитудно-фазовых частотных характеристик шпиндельных узлов плоскошлифовальных станков как комплексной системы.
Разработана автоматизированная система определения динамических характеристик шпиндельных узлов плоскошлифовальных станков.
Предложен комплекс методов технологического обоснования повышения эффективности процесса плоского шлифования.
Основные положения, выносимые на защиту.
Предложенная обобщенная динамическая модель шпиндельного узла плоскошлифовальных станков, в качестве основы выполнения комплексного исследования.
Методика определения основных динамических характеристик плоскошлифовальных станков.
Автоматизированная система расчета процесса плоского шлифования, в том числе подсистема расчета квазистатических условий плоского шлифования и подсистема расчета динамических условий плоского шлифования.
Методика и алгоритм расчета области устойчивости процесса шлифования с учетом динамических свойств шпиндельного узла и технологических параметров процесса обработки.
5.Технологические обоснования возможности повышения эффективности процесса плоского шлифования.
Практическая реализация. Методика определения основныхдинамичес-ких характеристик плоскошлифовальных станков апробирована на ОАО «ЛМЗ» и ОАО «ЗТЛ» (г.Санкт-Петербург).
Автоматизированная система расчета динамических характеристик шпиндельных узлов прошла испытания и рекомендована для внедрения в производство ОАО «Завод прецизионного станкостроения» (г.Санкт-Петербург).
Методика и алгоритм расчета области устойчивого шлифования с учетом жесткости шпиндельного узла и технологических параметров процесса обработки прошла испытания на ОАО «НИТИ Энергомаш» и рекомендована для внедрения в производство (концерн «Силовые машины», г.Санкт-Петербург).
Результаты исследований используются в учебном процессе при чтении лекций и проведении практических занятий по дисциплинам «Технология машиностроения» и «Динамика технологических систем» в ПИМаш.
Апробация работы: основные положения работы докладывались и обсуждались на Международных и Республиканских конференциях («Современные технологические и информационные процессы в машиностроении, г. Орел, 1993; «Технология - 94», г. С. - Петербург, 1994; «Технология - 96», г. Новгород, 1996; «Современные технологии изготовления и сборки изделий», г. С. -Петербург, 1995 г.; «Шлифабразив - 2003», г. Волжский, 2003; «Шлифабразив - 2004», г. Волжский, 2004).
Публикации. По теме диссертации опубликовано 23 работы.
Структура и объем работы. Диссертация изложена на 165 страницах, содержит 27 рисунков, 12 таблиц и состоит из 5 глав, списка литературы, включающего 163 наименований и приложений.
Влияние скорости резания при шлифовании на состояние металла поверхностного слоя и точность обработки
Несмотря на относительно небольшие силы резания, действующие при шлифовании, мощность, расходуемая на этот процесс, вследствие высоких скоростей резания относительно велика. Большая часть затрачиваемой при шлифовании мощности преобразуется в тепло; часть тепла идёт на нагревание стружки и шлифовального круга, а основная масса переходит в обрабатываемую заготовку, что оказывает значительное влияние на геометрию и размерную точность детали. Кроме того, это тепло является причиной возникновения поверхностных трещин и прижогов.
С целью уменьшения разогревания при шлифовании необходимо применять, возможно, большие скорости заготовки и малые скорости круга. Но в то же время необходимо помнить о том, что с точки зрения производительности и с учётом расхода круга при работе с высокими скоростями, увеличение глубины шлифования достигается за счёт уменьшения скорости заготовки. Поэтому необходимо в конкретных условиях работы выбирать наиболее рациональный вариант режимов обработки при шлифовании.
Одним из основных показателей процесса обработки заготовок является качество обработанной поверхности. Качество поверхности при шлифовании ухудшается по мере увеличения силы резания [96, 161]. В условиях эксперимента получены данные, что шероховатость поверхности при шлифова ний пропорциональна средней толщине стружки, образующейся в процессе шлифования.
При увеличении скорости обработки до 100 м/с глубина наклепанного слоя убывает также, как и усадка стружки, но при дальнейшем увеличении скорости усадка стружки остается постоянной, а глубина наклепанного слоя возрастает [82]; по другим экспериментальным данным, глубина наклепанного слоя стабилизируется.
Можно предположить, что уменьшение глубины наклепанного слоя происходит за счет уменьшения сил резания, в связи с уменьшением нагрузки на каждую режущую кромку, т. е. уменьшения фактической глубины резания. При скоростях свыше 100 м/с в технологической системе могут появляться вибрации [133], что приводит к возрастанию неоднородности наклепанного слоя.
Размерный износ круга уменьшает точность обработки, волны на его поверхности вызывают вибрацию технологической системы и появление волнистости на шлифованной поверхности, затупление режущих кромок приводит к возникновению прижогов, а увеличение радиальной составляющей силы резания - к увеличению упругих деформаций технологической системы, понижению точности обработки и уменьшению скорости съема припуска на обработку [10].
С увеличением скорости шлифования с 45 до 100 м/с шероховатость уменьшается [114, 136]. В некоторых исследованиях [133, 140] имеются замечания, что шероховатость обработанной поверхности с увеличением ско рости круга уменьшается, однако, при скоростях выше 50...60 м/с уменыпе-ние шероховатости происходит значительно медленнее. В других работах это замечание делается для диапазона скоростей выше 100 м/с. Уменьшение шероховатости объясняется увеличением числа режущих кромок, проходящих через данное сечение заготовки в единицу времени с увеличением скорости резания.
Многочисленные исследования [4, 7, 45, 64, 66, 71] состояния поверхностного слоя заготовок из быстрорежущей стали показали (рис. 1.1), что из менение скорости шлифовального круга в диапазоне (17,5-70 м/с) не оказывает существенного влияния на величину микротвёрдости поверхностного слоя сталей, максимальная разница не превышает 10%. Тем не менее, как видно из рис. 1.2, на глубине до 10 мкм независимо от скорости круга имеется отпущенный слой с твердостью примерно 7350 МПа. Этот приповерхностный слой может быть полностью удален путем выхаживания (3-4 хода без подачи на глубину).
Вероятно, в приповерхностном слое заготовки толщиной до 10 мкм в результате мгновенных импульсов температуры, возникающих при микрорезании наиболее выступающими эльборовыми зёрнами на рабочей поверхности шлифовального круга, и происходит отпуск. Приповерхностный слой имеет размеры второго порядка малости относительно применяемых при исследованиях термопар, по этой причине, а также из-за некоторой инерционности аппаратуры, используемой для измерения, невозможно зафиксировать те мгновенные значения температуры, которые возникают непосредственно в зоне микрорезания отдельными эльборовыми зернами шлифовального круга.
С увеличением скорости резания при эльборовой обработке быстрорежущих сталей, содержание остаточного аустенита и относительного количества карбидов в поверхностном слое заготовок мало изменяется (рис. 1.2), что также объясняется незначительным увеличением теплонапряженности процесса шлифования. Увеличение продольной скорости стола и глубины резания приводит к некоторому увеличению остаточного аустенита и относительного количества карбидов в поверхностном слое заготовок. Однако, во всем диапазоне режимов обработки (7 M/C FK 70 м/с; 5 M/MHH VU 30 м/мин; 5 мкм г 30 мкм) средняя контактная температура в зоне шлифования остается меньше допустимой для быстрорежущих сталей (600С-620С), и эти изменения незначительны.
Точность обработки и качество поверхностного слоя при шлифовании зависят от силы резания [45]. Величина силы резания является одним из важных энергетических показателей, по которому можно судить о напряженно сти процесса шлифования и интенсивности теплообразования.
Необходимо знать, как влияют технологические параметры процесса шлифования на шероховатость поверхности, микротвердость, содержание остаточного аустенита и относительного количества карбидов в поверхностном слое заготовок. Численное значение высоты шероховатости шлифованной поверхности для различных режимов обработки можно получить по эмпирической зависимости
Значение коэффициента К и показателей степени приводится в табл. 1.3. С увеличением окружной скорости шлифовального круга уменьшается высота шероховатости на обработанных поверхностях. Однако это уменьшение незначительное, в степени от 0,2 до 0,27 в зависимости от обрабатываемого материала. Уменьшение шероховатости объясняется главным образом действием кинематического эффекта, т.е. увеличением количеством режущих кромок, проходящих зону резания в единицу времени, а также незначительным уменьшением пластической деформации металла.
Метод анализа динамических моделей шпиндельных узлов
Для решения задачи о колебаниях консервативных упругих систем может быть использовано условие стационарности действия по Гамильтону [9, 143]. где Т - кинематическая энергия системы; П - потенциальная энергия системы.
Для неконсервативных систем условия стационарности функционала заменяется следующим [19, 143]: где W — суммарная работа консервативных и неконсервативных сил.
Использование этих условий приводит к краевой задаче с системой дифференциальных уравнений в частных производных; для реализации минимума функционала S могут быть использованы прямые вариационные методы.
Сведение к краевой задаче не представляется целесообразным по следующим причинам:
1. Для реальных систем порядок краевой задачи получается весьма высоким, что существенно усложняет решение задачи и лишает его вычислительной эффективности.
2. Метод не дает рекомендаций по корректному выбору сосредоточенных масс динамической модели.
Тем не менее, решение краевой задачи может быть вполне уместным методом решения ограниченной задачи динамического расчета шпиндельных устройств (расчет собственных частот, построение частотных характеристик с учетом демпфирования) применительно к достаточно простым шпиндельным устройствам шлифовальных станков.
Рассмотрим возможность и целесообразность применения к решению поставленной задачи прямых вариационных методов. Заметим, прежде всего, что эта возможность связана с условием стационарности функционала S , что ограничивает область применения прямых вариационных методов в чистом виде анализом колебаний упругой системы без учета диссипативных сил. Как известно [20, 143], идея прямого метода Ритца заключается в том, что искомые упругие линии валов отыскиваются в виде линейных комбинаций от неопределенных параметров ап: где Vx - упругая линия соответствующего вала; рп - координатные функции; о)п — собственная частота колебаний упругой системы; Sn - соответствующая начальная фаза; N - число членов асимптотического представления.
Заметим, что в данной задаче отсутствуют геометрические граничные условия. Что касается динамических граничных условий, то они удовлетворяются автоматически на функциях, сообщающих минимум функционалу S [19].
Подставляя (3.3) в соотношение (3.2), получим функционал S как квадратичную функцию параметров ап, и, потребовав минимум этого функционала, придем к следующей системе уравнений: где Т - квадратная матрица порядка N, элементы которой характеризуют инерционные свойства системы; П - матрица N -го порядка, элементы которой характеризуют упругие свойства системы; а - вектор неопределенных параметров порядка N.
Из условий получения нетривиального решения системы (3.4) может быть определен спектр собственных частот wl, ш2, ..., coN, а также соответствующие векторы ах, а2, ..., #N, что дает возможность построить формы колебаний и упругие линии валов при любой частоте.
При непосредственном применении этого метода появляются затруднения, связанные с выбором порядка N асимптотического представления решения. Для реальных шпиндельных устройств анализ большинства динамических процессов требует учета 3-4 низких частот. С другой стороны, как показывают расчеты, порядок асимптотического представления решения должен быть достаточно высоким для коррекционного учета влияния неконсервативных сил (JV 20). Отмеченное противоречие требует определенной модификации прямого метода Ритца, которая позволила бы определить максимальный порядок учитываемого частотного диапазона системы от числа неопределенных параметров, определяющих упругие линии валов и коэффициентов формы.
Учитывая вышеизложенное, отметим, что наиболее целесообразным в данной задаче представляется метод, основанный на дифференциальных уравнениях Лагранжа 2 рода, причем для построения потенциальной энергии системы используется одна модификация прямого вариационного метода Ритца, а для построения инерционной матрицы системы разработан специальный итерационный алгоритм, учитывающий распределенные инерционные параметры и основанный на уточнении собственных частот формами колебаний [7]. 5 " Г (у) где й)% -тая собственная частота упругой системы; ys — s -тая форма колебаний вала (для обобщенной динамической модели форма колебаний определяется двумя упругими линиями); /7maxs - наибольшая потенциальная энергия системы в 5 -той форме колебаний; 7 . s - величина, учитывающая инерционные свойства системы и равная: где Tmax s - наибольшая кинематическая энергия в s -той форме колебаний.
К основным достоинствам предлагаемого метода относится возможность учета неконсервативных сил в автономных системах и вычислительная эффективность.
Располагая динамической моделью шпиндельного устройства, можно решить ряд задач, имеющих практическое значение, а именно: расчетное построение АФЧХ; анализ вынужденных колебаний шпиндельного устройства в общем случае; расчет станков на устойчивость резания; решение ряда задач синтеза параметров шпиндельных устройств по динамическим критериям и т.д.
Методы динамического анализа упругой системы с демпфированием в нормальных координатах
Приведение диссипативных сил к нормальным координатам позволяет выработать методы динамического анализа неконсервативной системы, позволяющие решить ряд практически важных задач.
Выведем соотношения, позволяющие определить линеаризованные коэффициенты демпфирования в диссипативных элементах при действии произвольной периодической силы. Для этого вначале преобразуем уравнения (4.12) с помощью подстановок
Очевидно, что соотношение, по которым могут быть рассчитаны ли-неаризованные коэффициенты демпфирования, требуют предварительного построения диссипативной матрицы. Приведём расчётный прием, позволяющий оценить диссипативные характеристики системы в каждой форме колебаний по обобщенным параметрам типа коэффициента поглощения в каждом упруго-диссипативном элементе.
Рассмотрим колебания в cf-той форме колебаний, амплитуду cf-той нормальной формы обозначим а .
Обобщенная жесткость системы в -той нормальной форме Q определяется соотношением и может быть найдена по элементам квазиупругой матрицы (Су) и коэффициентам формы. Таким образом, в -той форме колебаний рассеивается энергия:
В соответствии с изложенным ранее, коэффициент поглощения в -той форме зависит от амплитуды колебаний.
Амплитуды фиксированных масс в cf-той форме определяются соотношением
Теперь амплитуда колебаний в каждом упруго-диссипативном элементе в -той форме колебаний может быть найдена как линейная функция амплитуд фиксированных масс -того нормального колебания. Таким образом получим: где А - амплитуда колебаний к -го упруго-диссипативного элемента в -той форме колебаний; безразмерная величина ае к определяется соотношением: р 1=1 Учитывая приведенные соотношения и полагая коэффициенты поглощения в упруго-диссипативных элементах зависящими от соответствующих амплитуд колебаний, получим выражение для фактически рассеянной энергии в С, -той форме колебаний
Приведенные соотношения (4.17) и (4.18) позволяют оценить демпфирование в каждой форме колебаний на основании информации о диссипатив-ных характеристиках в частотных конструктивных элементах и предположений о том, что в демпфированной системе сохраняется ортогональность форм колебаний и демпфирование не искажает форм колебаний.
По величине коэффициента поглощения в каждой форме колебаний у/ может быть определен логарифмический декремент колебаний 5% и параметр демпфирования h? в f-той форме колебаний:
При экспериментальном исследовании демпфирования в шпиндельных устройствах станков обычно получают диссипативную характеристику всей конструкции, приведенную к консоли.
Будем считать, что приведенное демпфирование распределяется по формам колебаний в зависимости от соответствующего коэффициента формы. Тогда после нормирования получим:
Теперь находим коэффициент поглощения в -той форме колебаний:
Это соотношение позволяет на основании расчетных величин С, , проведенный коэффициент поглощения в каждой нормальной координате. Характерно, что при линейной зависимости приведенного коэффициента поглощения от амплитуды колебаний, коэффициент поглощения в данной нормальной форме линейно зависит от амплитуды нормальной координаты.
Технологическое обоснование повышения эффективности процесса плоского шлифования
Увеличение скорости резания при шлифовании производится главным образом для повышения производительности обработки. Производительность любой технологической операции, в том числе и шлифования, определяется числом заготовок, обработанных в единицу времени на данном станке, или штучно-калькуляционным временем на обработку.
Высокоскоростное шлифование позволяет значительно уменьшить основное время обработки и одновременно увеличить период стойкости кругов без ухудшения точности и качества обработки, т.е. значительно уменьшить время организационно- технического обслуживания. Для более подробного обоснования этого положения следует рассмотреть функциональную зависимость скорости съема металла от скорости круга и других технологических параметров обработки.
Значительная доля эффекта, наблюдаемая при высокоскоростном шлифовании, заключается в уменьшении сопротивления резания, т.е. в непосредственном действии скорости деформации на усилие резания при снятии стружки. С увеличением скорости резания уменьшается пластическая деформация металла и отношение аг1 р, характеризующее момент начала стружкообразования. Это приводит к увеличению предельной толщины среза, выдерживаемой каждой режущей кромкой. Кроме того, с увеличением скорости резания в совокупности режущих кромок абразивных зерен на рабочей поверхности круга, контактирующих с заготовкой, увеличивается число кромок, срезающих стружку, и соответственно уменьшается число кромок, производящих только работу упругопластической деформации.
Производительность процесса шлифования можно оценить величиной 2уд - скоростью съема металла на единицу высоты круга. Количественную оценку и анализ влияния скорости резания на удельный съем металла при плоском шлифовании сталей электрокорундовыми кругами можно выполнить, исходя из следующей зависимости [45]
Зная численные значения аг min, az пр и az ср, а также значения NP и р для различных условий обработки, можно рассчитать предельные значения удельного съема металла. При оценивании технико-экономической целесообразности повышения скорости резания при шлифовании необходимо учитывать влияние скорости на износ и период стойкости кругов, а также на качество шлифованной поверхности, поскольку скорость резания может оказать противоположное по своему эффекту действие на эти параметры.
В табл. 5.1 приведены данные о влиянии скорости резания на удельный съем металла при плоском шлифовании разных сталей электрокорундовым кругом 24А25СМ17К43 с учетом условий постоянства периода стойкости и высоты шероховатости шлифованной поверхности, показывающие, что увеличение скорости резания с 35 до 70 м/с дает возможность увеличить производительность обработки в 1,7 раза для сталей 45 и 12Х18Н10Т и в 1,6 раза для стали Р6М5 и при этом уменьшить износ кругов соответственно в 1,7 и 1,6 раза.
Качество поверхностного слоя металла будет зависеть от контактных температур, развивающихся в зоне резания, увеличение которых может привести к ограничению возможности получения максимальной эффективности при высокоскоростном шлифовании сталей и сплавов электрокорундовыми кругами.
Круги из эльбора в настоящее время применяют главным образом для чистовых и отделочных операций шлифования быстрорежущих сталей. Черновое шлифование с большой скоростью съема металла считается неэффективным, так как при нем чрезмерно изнашиваются эльборовые круги. Увеличение скорости металла без соответствующего увеличения нагрузки на каждую режущую кромку эльборового круга может быть достигнуто путем увеличения скорости резания. Для анализа и количественной оценки влияния скорости резания на удельный съем металла можно воспользоваться зависимостью (5.7). Однако в связи с тем, что форма вершины эльборового зерна отличается от электрокорундового, значительно меньше радиус округления вершины зерна р , не учитывается изменение угла при вершине режущих кромок (р, а также в связи с тем; что коэффициент выдавливания при шлифовании закаленных быстрорежущих сталей эльборовыми кругами весьма мал (при обработке этими кругами тугоплавких материалов практически равен нулю), следует упростить зависимость и принять (\-єк)=1. Тогда уравнение для удельного съема металла при плоском шлифовании сталей и сплавов эльборовыми кругами можно записать в следующем виде
Приведенные ранее оценки параметров рельефа рабочих поверхностей эльборовых кругов, а также предельных сечений среза, выдерживаемых эльборовыми зернами без разрушений, позволяют рассчитать значения удельного съема металла для разных скоростей резания (табл. 5.2). Полученные данные свидетельствуют о том, что увеличение скорости резания с 17 до 35 м/с позволяет в 2,8 раза увеличить скорость съема металла, а увеличение скорости с 35 до 70 м/с приводит к увеличению удельного съема металла в 3,2 раза.
Результаты экспериментов, проведенных при плоском шлифовании быстрорежущих сталей эльборовыми кругами на керамической связке ЛО Л16С1К7 и ЛО Л12СМ1К8, подтверждают теоретические расчеты.
Сравнение и анализ расчетных и экспериментальных данных позволяет сделать следующие выводы.
Влияние скорости резания на удельный съем металла по результатам расчета и эксперимента имеет примерно одинаковый характер. Однако экспериментальные значения удельного съема металла значительно меньше расчетных (особенно с повышением скорости круга), что связано с недостаточно полным использованием возможностей эльборовых зерен из-за несовершенства связки и некоторыми другими причинами.
С увеличением окружной скорости шлифовального круга фактическая глубина резания приближается к номинальной связи. В связи с этим уменьшается отставание фактической скорости съема металла от номинальной, что также повышает производительность и точность процесса обработки.
Увеличение скорости с 25...30 до 70 м/с позволяет в 2...3 раза увеличить скорость съема металла и тем самым значительно повысить производительность процесса обработки.
Значения коэффициента кс при шлифовании разных материалов со скоростью круга 35 м/с приведены в работе [81]. Однако большинство из перечисленных факторов, а, следовательно, и значение кс зависят от скорости резания.
Полученные значения коэффициента кс для исследуемых сталей при разных скоростях резания и скорости съема металла приведены в табл. 5.3. Анализ значений, представленных в таблице, показывает, что увеличение скорости резания вызывает увеличение коэффициента кс при обработке всех исследуемых сталей, причем на более интенсивных режимах резания влияние скорости резания значительнее. Отсюда следует, что с точки зрения достижения точности размеров детали обработку с большим съемом металла выгоднее производить при скоростях резания 70 м/с и выше. При шлифовании сталей Р6М5 и 2Х18Н10Т коэффициент кс более чувствителен к увеличению режимов резания, чем при обработке стали 45. Так, при шлифовании стали Р6М5 с VK = 17 м/с полезный съем металла почти в 2 раза меньше задаваемого подачами вследствие упругих отжатий и интенсивного износа круга.
Анализ эффективности высокочастотного шлифования можно производить для двух способов обработки: при постоянной номинальной скорости съема металла; при постоянной кинематике резания - постоянной номинальной средней площади поперечного сечения среза /н = const, /н = (Рд / Кк )У0 , где s0 — подача на ход изделия (поперечная подача при плоском шлифовании); / - глубина резания; К, и VK - линейные скорости изделия (стола) и круга.
